為提高鋼水潔凈度，降低鋼包底吹氬攪拌過程對(duì)渣線區(qū)域侵蝕速度，采用物理模擬技術(shù)對(duì)中天鋼鐵120 t鋼包雙孔底吹氬工藝進(jìn)行優(yōu)化?；谙嗨圃砗弯摪统叽缃⒘四Ｐ捅葹?/span>1︰4的物理模型，研究了不同雙底吹透氣元件布置時(shí)底吹流量對(duì)混勻時(shí)間、側(cè)壁沖刷以及鋼液卷渣的影響。結(jié)果表明，以低于臨界流量進(jìn)行底吹時(shí)，混勻時(shí)間與底吹流量呈負(fù)相關(guān)變化，底吹流量超過臨界值，混勻時(shí)間變化微弱。鋼包壁面處的流體流速隨底吹流量增加持續(xù)增大。底吹元件優(yōu)化布置方案為：兩底吹孔夾角為90°，距鋼包底部中心0.4R/0.4R。與原鋼包相比，優(yōu)化后精煉周期縮短2.1 min，鋼水氧含量降至較低水平，大于5μm顯微夾雜物占比下降了6.9%，鋼包使用壽命提升超過6%。

為了獲得品質(zhì)更高的鋼鐵材料，現(xiàn)代煉鋼生產(chǎn)中增加了鋼水二次精煉環(huán)節(jié)，尤其是鋼包底吹氬精煉因適用性強(qiáng)、運(yùn)行成本低而被廣泛應(yīng)用[1-3]。該技術(shù)借助包底吹入氬氣的攪拌作用，強(qiáng)化鋼-渣間的化學(xué)反應(yīng)，去除有害氣體和非金屬夾雜物，從而實(shí)現(xiàn)鋼水潔凈度水平的提高。鋼包底吹氬是一個(gè)包含了動(dòng)量、熱量和質(zhì)量混合傳遞的復(fù)雜冶金過程，鋼水成分及溫度的均勻性、非金屬夾雜碰撞長(zhǎng)大等對(duì)鋼的性能產(chǎn)生重大影響的關(guān)鍵因素都與鋼水的流動(dòng)密切相關(guān)，因此，對(duì)鋼水流動(dòng)狀態(tài)的研究就顯得格外重要[4-5]。然而，精煉過程中鋼水流動(dòng)的速度和軌跡紊亂程度難以直接觀察和測(cè)量，通常采用物理模擬或數(shù)學(xué)模擬技術(shù)達(dá)成上述目標(biāo)。物理模擬是指模型與原型之間在滿足過程機(jī)理、單值條件以及控制準(zhǔn)數(shù)相同或相似基礎(chǔ)上所建立的以實(shí)驗(yàn)?zāi)M真實(shí)物理過程的方法[6-7]。為進(jìn)一步提升中天鋼鐵集團(tuán)特鋼產(chǎn)品質(zhì)量，降低產(chǎn)品缺陷，采用物理模擬方法對(duì)120 t鋼包雙底吹氬工藝進(jìn)行優(yōu)化，查明透氣元件布置方式和底吹流量等因素對(duì)鋼水流動(dòng)行為的影響，以解決卷渣及鋼水夾雜物偏高等生產(chǎn)問題。

模擬實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)原理

鋼包底吹氬精煉過程中，包內(nèi)鋼液的流動(dòng)是在自身重力和氣泡浮力協(xié)同作用下發(fā)生的，該流動(dòng)可視為不可壓縮黏性流動(dòng)，為保證實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃同F(xiàn)場(chǎng)原型運(yùn)動(dòng)的相似性，需同時(shí)滿足雷諾數(shù)(Re)和弗勞德數(shù)(Fr)相等。由流體力學(xué)原理可知，當(dāng)流體流動(dòng)的Re大于第二臨界值1×104~1×105，流體流速分布和湍動(dòng)程度幾乎不受Re影響，即通常所指的流動(dòng)進(jìn)入自模化區(qū)域。依據(jù)該理論，當(dāng)模擬介質(zhì)與鋼包鋼液的流動(dòng)Re處于同一自?；瘏^(qū)時(shí)，只考慮Fr相等，即可滿足相似條件[8]。實(shí)驗(yàn)鋼包模型相似比為1︰4，鋼包原型與模型內(nèi)腔尺寸及介質(zhì)物理參數(shù)見表1所示。

鋼包底吹氬過程中，引發(fā)體系流動(dòng)的主要?jiǎng)恿υ醋詺馀莸母×Γ瑸槭刮锢砟M與現(xiàn)場(chǎng)過程的動(dòng)力相似，根據(jù)相似原理中的π定理，必須保證模型與原型的修正Fr相等。修正Fr見式(1)[7-8]。

式中，µ為特征速度，m/s；D為鋼包直徑，m；ρg、ρ1為氣體和溶液密度，kg/m3。特征速度µ可由式(2)給出：

式中，Q為氣體體積流量，m3/s；d為透氣磚當(dāng)量直徑，m。將式(2)代入式(1)，并令物理模型與鋼包原型的修正Fr相等，(Fr′)m=(Fr′)p可得：

式中，Qm為模型氣體體積流量，m3/min；Qp為原型氣體體積流量，m3/min。由式(3)通過計(jì)算即可得到物理模型與鋼包原型底吹氣體流量的對(duì)應(yīng)關(guān)系。

實(shí)驗(yàn)方法

圖1給出了鋼包底吹物理模擬實(shí)驗(yàn)透氣元件布置示意圖，兩透氣元件分布在距鋼包底中心0.4R、0.485R和0.8R的同心圓上，夾角分別為90°和120°，具體實(shí)驗(yàn)方案見表2所示。本研究主要以混勻時(shí)間作為特性指標(biāo)評(píng)判不同底吹方案的精煉效果，該指標(biāo)通過“刺激-響應(yīng)”法獲得，即將一定量飽和NaCl溶液注入盛有液態(tài)模擬介質(zhì)的模型鋼包內(nèi)，利用DJ800水工測(cè)量?jī)x以及鋼包滯留區(qū)所安裝的電導(dǎo)電極完成模擬介質(zhì)電導(dǎo)率的采集、記錄和存儲(chǔ)。混勻時(shí)間t0.95的選取標(biāo)準(zhǔn)為|Ct–C∞|≤0.05C∞[9]，測(cè)定前需保證包內(nèi)模擬介質(zhì)處于穩(wěn)定流動(dòng)狀態(tài)，每組方案重復(fù)2次，不同位置電極所得混勻時(shí)間取平均值處理。

結(jié)果與分析

不同方案下的混勻時(shí)間

圖2給出了兩透氣元件夾角為120°在不同方案下底吹流量與混勻時(shí)間的變化關(guān)系。從圖2(a)中可以看出，隨底吹氣體流量增加，不同方案下的混勻時(shí)間均呈逐漸降低趨勢(shì)，底吹流量在20~90 L/min范圍內(nèi)，混勻時(shí)間降低速率較快，流量大于90 L/min后，混勻時(shí)間變化趨于平緩。分析認(rèn)為，鋼包底部吹入氣體后，包內(nèi)鋼液在上升氣泡推動(dòng)下作環(huán)流運(yùn)動(dòng)。底吹流量增加，氣泡的攪拌能增大，環(huán)流速度加快，環(huán)流周期縮短，鋼液能夠在較短時(shí)間內(nèi)達(dá)到均勻狀態(tài)。當(dāng)?shù)状盗髁砍^某一值后，氣泡的攪拌能大于維持鋼液平穩(wěn)環(huán)流所需能量，過剩的攪拌能則以液面隆起或翻滾方式在氣-液界面處釋放，混勻時(shí)間則不再發(fā)生明顯變化，因此，鋼液最短混勻時(shí)間都存在一個(gè)對(duì)應(yīng)的臨界底吹流量。將透氣元件不同位置時(shí)的混勻時(shí)間進(jìn)行對(duì)比，在小流量(<90 L/min)鋼水凈化階段，透氣元件位置0.485R的混勻時(shí)間明顯小于0.4R和0.8R；大流量(>120 L/min)鋼液合金化操作時(shí)，透氣元件位置0.485R和0.8R時(shí)不同底吹流量下的混勻時(shí)間較為接近，且都少于位置0.4R。綜合比較，兩透氣元件夾角為120°時(shí)，元件布置位置0.485R方案較優(yōu)。

圖2(b)給出了兩透氣元件夾角為90°不同方案底吹流量與混勻時(shí)間的變化關(guān)系。圖中數(shù)據(jù)表明，夾角為90°時(shí)，不同方案下底吹流量與混勻時(shí)間的變化趨勢(shì)與夾角120°類似，即隨底吹流量增加，混勻時(shí)間呈逐漸降低趨勢(shì)。所不同的是，透氣元件位置0.4R在底吹流量小于90 L/min時(shí)混勻時(shí)間降低速率比夾角120°方案更快，流量為90 L/min時(shí)混勻時(shí)間為66.4 s，比夾角120°方案相同底吹流量時(shí)的88.7 s降低了25.3%。在流量為120~150 L/min區(qū)間內(nèi)獲得均值為50.5 s的最短混勻時(shí)間，而夾角120°方案最短混勻時(shí)間則出現(xiàn)在流量為150~200 L/min區(qū)間內(nèi)。由此可見，透氣元件位置0.4R且夾角為90°優(yōu)于透氣元件位置0.485R且夾角為120°方案。

圖3給出了透氣元件不同夾角時(shí)底吹流量與混勻時(shí)間的變化關(guān)系，從圖中可以發(fā)現(xiàn)，透氣元件分布在0.4R和0.8R位置，兩透氣元件夾角為90°時(shí)的混勻時(shí)間相比夾角為120°明顯縮短。分析認(rèn)為，透氣元件夾角角度減小，兩底吹氣孔相對(duì)距離縮短，相同底吹流量下，氣流攪拌作用得到強(qiáng)化，利于混勻速度提升，混勻時(shí)間縮短。同時(shí)可以看出，透氣元件夾角同為90°時(shí)，元件位置0.8R比0.4R的混勻時(shí)間有所延長(zhǎng)，表明兩透氣元件夾角角度較小時(shí)，透氣元件布置在距鋼包底中心較遠(yuǎn)位置會(huì)出現(xiàn)局部偏吹，鋼液環(huán)流速度降低，混勻時(shí)間增加。

不同方案下液面排渣與卷渣

底吹精煉時(shí)，因流量控制不利可能形成卷渣從而影響鋼液質(zhì)量，選擇0.4R-90°和0.485R-120°方案進(jìn)行了卷渣模擬實(shí)驗(yàn)。排渣實(shí)驗(yàn)照片見圖4所示，底吹流量與排渣直徑和渣卷入深度關(guān)系見圖5。

結(jié)合不同方案底吹過程中排渣照片(圖4)以及卷渣深度、排渣直徑數(shù)據(jù)(圖5)可以看出，對(duì)于0.4R夾角90°方案來說，隨底吹流量增加，卷渣深度和排渣直徑呈逐漸增加趨勢(shì)。流量小于60 L/min時(shí)，表面波動(dòng)基本平穩(wěn)，上升氣流到達(dá)液-渣界面后溢出，排渣直徑約在300~400 mm之間，液渣被推到鋼包邊緣偶有輕微卷渣，深度低于100 mm。當(dāng)流量增加到120 L/min后，表面波動(dòng)增強(qiáng)，排渣直徑增加到500 mm左右，排渣區(qū)域出現(xiàn)疊加現(xiàn)象，卷渣深度約250 mm；流量增加至200 L/min時(shí)，排渣直徑接近600 mm，液面發(fā)生翻騰，卷渣入深度最大350 mm。對(duì)于0.485R夾角120°方案，卷渣深度和排渣直徑隨底吹流量變化與0.4R夾角90°方案類似，但排渣直徑變動(dòng)速率相對(duì)平緩，而卷渣深度變化較大，底吹流量為120 L/min時(shí)，卷渣深度最大為500 mm，流量增加到200 L/min后，卷渣入深度超過700 mm。模擬卷渣實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，0.4R夾角90°方案優(yōu)于0.485R夾角120°方案。

不同方案下的表面流速

鋼包中液體流速大小能夠定量反映其流動(dòng)狀態(tài)，通過底吹過程中包壁附近液體流速可以評(píng)判流動(dòng)對(duì)包壁沖刷的影響。圖6給出了原型、0.485R- 120°、0.4R-90°三個(gè)方案不同底吹流量下包壁附近的液面流速。從圖中可以看出，隨著底吹氣體流量增加，包壁處鋼液面流速持續(xù)增大，鋼液對(duì)包壁沖刷逐漸變得嚴(yán)重。比較而言，在各底吹流量下，0.4R-90°方案包壁附近的液面流速均低于其他兩個(gè)方案，表明該位置對(duì)包壁的沖刷相對(duì)弱。鋼包精煉過程中，吹入鋼包的氬氣與鋼液形成的氣液混合流，當(dāng)混合流距包壁較近時(shí)會(huì)產(chǎn)生明顯的“附壁”效應(yīng)，對(duì)包壁材料產(chǎn)生沖刷，一方面會(huì)降低鋼包使用壽命，另一方面，沖蝕的耐材進(jìn)入鋼液形成夾雜，如不能上浮至液面被熔渣吸收，對(duì)鋼液質(zhì)量產(chǎn)生很大負(fù)面影響。因此吹元件位置優(yōu)化時(shí)既要考察混勻時(shí)間，又要兼顧氣液混合流上升運(yùn)動(dòng)行為。

優(yōu)化方案生產(chǎn)應(yīng)用

綜合考慮底吹過程中的混勻時(shí)間、氣液混合流對(duì)包壁的沖刷以及液面波動(dòng)，選定底吹孔位于距鋼包底部中心距離為0.4R/0.4R，透氣元件夾角為90°對(duì)原有鋼包底吹系統(tǒng)進(jìn)行改造。利用優(yōu)化鋼包實(shí)施70級(jí)硬線精煉操作，吹氬結(jié)束后，包內(nèi)鋼水平均全氧含量ωT[O]< 21.5×10–6，平均脫硫時(shí)間為22.4 min，相比原鋼包脫硫時(shí)間縮短2.1 min，尺寸大于5μm的顯微夾雜物占比由優(yōu)化前的33.4%降低至26.5%。優(yōu)化鋼包精煉過程對(duì)渣線的沖刷與侵蝕較改造前有一定程度的減輕，鋼包使用壽命由平均75.4次增加至80次。

結(jié)束語

(1)基于物理模擬實(shí)驗(yàn)，綜合混勻時(shí)間、液面波動(dòng)以及氣液混合流沖刷包壁等因素，確定了鋼包底吹氬透氣元件最優(yōu)布置方案為：兩底吹孔距鋼包底部中心0.4R/0.4R，夾角為90°。(2)低于臨界流量底吹時(shí)，混勻時(shí)間與底吹流量呈負(fù)相關(guān)變化，底吹流量超過臨界值，混勻時(shí)間變化趨于平穩(wěn)。相同底吹流量下，透氣元件位置越靠近包壁，鋼液液面流速越大，沖刷越嚴(yán)重。(3)實(shí)踐表明，優(yōu)化后的底吹元件布置方式效果良好，與改造前相比，精煉周期縮短2.1 min，鋼水氧含量降至較低水平，尺寸大于5 μm的顯微夾雜物占比降低至26.5%，鋼包使用壽命提升超過6%。

文章來源——金屬世界